爐管壁面熱通量對裂解反應影響的數值模擬

石油學(xué)報(石油加工)2010年2月ACTA PETROLEI SINICA (PETROLEUM PROCESSING SECTION)第26卷第1期文章編號: 1001-8719(2010)01-0067-06爐管壁面熱通量對裂解反應影響的數值模擬張照，賈志剛(北京化工大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院，北京100292)摘要:利用計算流體力學(xué)軟件Fluent 模擬了KTI裂解爐單根GK-V型爐管內的流動(dòng)、傳熱和化學(xué)反應，并將計算結果與工業(yè)數據對比，驗證了模型的準確性。研究發(fā)現，在沿裂解爐管長(cháng)的軸向方向上，根據主導過(guò)程的不同，可以將爐管分為3段:傳熱段、一次反應段和二次反應段。計算結果表明，在其它模型參數不變的情況下，分別增加和減少壁面的熱通量，乙烯質(zhì)量分數隨熱通量增加而升高，丙烯質(zhì)量分數隨熱通量增加而降低。關(guān)鍵詞:乙烯;裂解爐;熱通最;計算流體力學(xué);數值模擬中圖分類(lèi)號: TQ053文獻標識碼: ANUMERICAL SIMULATION ON INFLUENCE OF HEAT FLUX THROUGH COILWALLS ON PYROLYSIS REACTIONSZHANG Zhao, JIA Zhigang(College of Chemical Engineering, Beijing University of Chemical Technology. Beijing 100029, China)Abstract: A numerical model of single coil of GK-V series in KTI ethylene cracking furnace wasdeveloped by taking account of an integrated process involving heat transfer, fluid mechanics andchemical reactions, by using a commercial computational fluid dynamics software, Fluent. Theprocess parameters calculated were in good agreement with industrial data. According to the result,the coil was divided into three parts, which were heat transfer part, alkanes reaction part, alkenesreaction part along with the coil length. By changing heat flux through coil walls, the mass fractionof ethylene rose and the mass fraction of propene fell with the heat flux increasing, withoutchanging other parameters of the model.Key words; ethylene; pyrolyzer; heat flux; computational fluid dynamics; numerical simulation乙烯裂解爐爐管內的反應是非常復雜的過(guò)程,達爐管壁面，再經(jīng)過(guò)壁面導熱來(lái)加熱裂解原料，所需要成千上萬(wàn)個(gè)自由基反應來(lái)描述”，同時(shí)，這些以爐管壁面的熱通量是影響管內流動(dòng)和反應過(guò)程的化學(xué)反應還受到管內流動(dòng)、傳熱過(guò)程的影響，通過(guò)主要因素，也是工業(yè)生產(chǎn)的重要參數。實(shí)驗方法很難對其預測和優(yōu)化。隨著(zhù)計算機技術(shù)的沙利等[3建立的裂解爐管的二維模型中，以給發(fā)展，用數值模擬方法來(lái)研兗爐管內的裂解過(guò)程成定的內壁面溫度分布作為計算條件;藍興英等[]建為一種高效的手段。尤其是近年來(lái)商業(yè)的計算流體立的爐管的CFD模型中，壁面的熱邊界條件從爐力學(xué)(CFD)軟件興起，為三維爐管模型中化學(xué)反應、管和爐膛的耦合計算中得到; Masoumia 等i6]在解流動(dòng)和傳熱過(guò)程的耦合計算提供了工具2。決裂解爐的優(yōu)化問(wèn)題時(shí)，涉及到了反應管壁面溫度裂解反應是吸熱反應，所需的熱量由爐膛內的分布的討論。但前人的研究注重模型的建立，未涉燃料燃燒供給。燃燒熱主要通過(guò)輻射傳熱的方式到及熱通量分布對裂解過(guò)程影響的研究。收稿日期: 2008-12-05通訊聯(lián)系人:賈志剛，Tel; 010-64412816; E mail: jazg@ mail. bucet. edu. cn石油學(xué)報(石油加工)第26卷基于上述情況，筆者建立了單根爐管的三維模模型的計算精度和復雜性介于經(jīng)驗模型和自由基反型，利用計算流體力學(xué)方法對管內的流動(dòng)、傳熱和應模型之間，它利用經(jīng)驗數據對自由基反應進(jìn)行了反應過(guò)程進(jìn)行求解計算，分析了原料在不同熱通量大量的簡(jiǎn)化，大大降低了計算量，但同時(shí)也使適用;的條件下，主要裂解產(chǎn)物的質(zhì)量分數沿爐管軸向的分性降低，其中最具代表性的是王宗祥等[7-9])建立的布，并與工業(yè)數據對比，以驗證爐管模型的準確性。反應模型。由于計算流體力學(xué)軟件對反應組分和反應方程1單根爐管三維模型的建立個(gè)數的限制，筆者選用王宗祥等建立的分子反應模1.1 幾何模型型作為裂解計算的動(dòng)力學(xué)模型。.在GK-V型裂解爐中，有4組共32根爐管，.3 流體力學(xué)方程每組爐管的結構和尺寸相同，每根爐管的結構也相在裂解爐管內，可以采用連續性方程、動(dòng)量守同，可以選取其中1根作為研究對象，建立其物理恒方程來(lái)描述流體的流動(dòng)過(guò)程;采用雷諾平均方法模型。在每組爐管的8根爐管中，只有2根爐管的的標準ke模型得到湍流的影響;采用能量守恒方各個(gè)部分長(cháng)度相同。為了使計算數據具有代表性，程描述傳熱過(guò)程;當有化學(xué)反應存在時(shí)，加入組分.選取中等長(cháng)度的爐管作為研究對象(見(jiàn)圖1)，參數方程來(lái)得到整個(gè)流場(chǎng)的組分質(zhì)量分數分布。這些方見(jiàn)表1.程的微分守恒通用形式[10- 11如式(1)所示。尋(p)+ ? -(punφ) +二(uzq) +是(pusq)=E3“-Outlet pipe品(r,器)+是(r,器)+是(r,器)+s,(1)Inlet pipes-1.4 湍流與化學(xué)反應的相互作用模型在裂解爐爐管內，湍流與化學(xué)反應之間有強烈的相互作用。一方面，反應可以通過(guò)放(吸)熱引起~ Connection pipe密度的變化而影響湍流;另一方面，湍流可以通過(guò)質(zhì)量分數及溫度脈動(dòng)來(lái)強化組分的混合與傳熱，從圈1 GK-V 型裂解爐單根爐管的構形而顯著(zhù)地影響反應速率[12]。Fig 1 lsometric view of the typical single coil inCK-V cracking furnace筆者結合王宗祥等建立的分子反應模型的特點(diǎn)，采用Fluent提供的Finite rate/ Eddy-dissipation(有表1 GK-V 型裂解爐爐管的幾何尺寸限速率/渦流耗散)模型作為湍流反應的相互作用模Table 1 Geometrical parameters of the typical single型。Finiterate是用Arrhenius方程來(lái)表征化學(xué)動(dòng)coil in GK-V cracking furnace力學(xué)因素，對于一個(gè)反應來(lái)說(shuō)，其反應速率由指前Length/mm Diameter/ mm Wall thickness/mm因子和活化能決定;用Eddy- dissipation模型來(lái)表Inlet pipe988066.0Outlet pipe1175836.5征反應物及產(chǎn)物的湍動(dòng)狀態(tài)和分子擴散的影響。在Connection pipe93048具體計算過(guò)程中，取兩者中的較小值作為凈反應速率來(lái)計算組分方程的源項[幻。由圖1可以看出，GK-V型裂解爐采用2-1型.2計算方法分支變徑爐管，原料由上部進(jìn)入2根細管，在底部合流，再進(jìn)入單根粗管進(jìn)- -步反應。采用結構網(wǎng)格與非結構網(wǎng)格相結合的方法，在1.2 反應動(dòng)力學(xué)模型Gambit軟件中將爐管的三維幾何空間離散，總網(wǎng)格裂解過(guò)程復雜的原因就在于裂解反應的復雜性，數約70萬(wàn)。為研究裂解反應，需要建立反應動(dòng)力學(xué)模型。目前，利用Fluent商業(yè)軟件進(jìn)行求解計算。所有組分國內外的研究者建立的反應模型主要有經(jīng)驗模型、的熱力學(xué)參數及傳遞系數的數據出自文獻[13]，用分子反應模型和自由基反應模型3種[0]。分子反應可壓縮理想氣體方程簡(jiǎn)化密度計算，進(jìn)口邊界條件第1期爐管壁面熱通量對裂解反應影響的數值模擬69為Mass flow inlet(質(zhì)量流率進(jìn)口)，出口邊界條件采用SIMPLE算法求解速度壓力耦合項，壓為Pressure outlet(壓力出口)。力修正項為二階離散格式，可以提高可壓縮流體計在計算可壓縮流體時(shí)，由于能量方程和狀態(tài)方算的準確性，其它方程均采用二階迎風(fēng)離散格式。程相關(guān)聯(lián)，適當降低能量方程的欠松弛因子可以解3原料及計算工況決收斂性問(wèn)題。本研究中采用的能量方程欠松弛因子為0.5，隨著(zhù)計算的穩定性增加，可改為0.7以加:利用上述計算模型，以石腦油作為裂解原料進(jìn)快收斂速率，組分方程的欠松弛因子可取1.0，動(dòng)量行求解計算。原料的PIONA分析及性質(zhì)見(jiàn)表2,裂方程等其它方程的欠松弛因子可在0. 5~0.7間取值。解爐的主要操作參數見(jiàn)表3。表2裂解原料的PIONA分析數據及性質(zhì)Table 2 The PIONA data and properties of pyrolysis feedstockw/%Average molecularFinal boilingn-Paraffiniso-ParaffinAlkeneCyclo paraffinAromaticsmass/(g. mol-1)point/K31. 0533. 85027. 287.82108481表3 GK-V 型裂解爐的主要操作參數Table 3 Main operating data of GK-V furnaceTotal hydrocarbon flowTotal steam flowSteam dilution ratio/Tnlet temperature ofOutlet temperature ofrate/(kg.h-1)rate/(kg.h-I)(kg.kg-1)coil/K27000135008821105Inlet gauge pressure of Outlet gauge pressure of Average heat flux of inside Heat released from fuelBox eficiency/%coil/MPacoil/ MPaarea/(MJ.h-1.m-3)gas/(GJ.h-I)0.169O. 122414. 38189. 3441.09在設定爐管壁面的熱邊界條件時(shí)，采用工業(yè)生質(zhì)量分數沿軸向的分布，分別示于圖2和圖3。產(chǎn)中的燃燒熱數據;并結合KTI裂解爐設計手冊給表4裂解爐管出口處主要裂解產(chǎn)物質(zhì)分數(w)的出的熱通量沿管長(cháng)分布曲線(xiàn)形狀，計算出熱通量沿計算值與實(shí)測值Table4 Calculated and measured mass fraction( ) of main管長(cháng)的分布。pyrolysis products at cracking tube outlet4結果與討論ProductMeasured利用上述模型及計算條件，得到操作條件下單.Methane6.148.86根爐管的裂解過(guò)程參數。由于爐內的流動(dòng)和傳熱的Ethane2. 302. 50Ethylene18. 1718.13不均勻性，各個(gè)爐管間的參數是有差異的，但在實(shí)0, 250,29:際生產(chǎn)過(guò)程中，不可能對每根爐管的參數單獨測量。:Propane0. 170.40Propylene10. 5410.67在數值模擬時(shí)，忽略爐管間的差異，選取典型的爐iso Butane0. 160.11管結構單元，可以代表整個(gè)裂解爐的狀態(tài)，也可以t-Butane0. 380. 40利用整個(gè)裂解爐的平均產(chǎn)物質(zhì)量分數來(lái)驗證模型的tenes2. 193.40Butadiene_3. 083.35準確性。裂解爐管出口處主要裂解產(chǎn)物質(zhì)量分數(w)的計算值與實(shí)測值列于表4。由圖2、3可以看出，管內的裂解過(guò)程可分為3由表4可以看出，乙烯、丙烯等主要產(chǎn)物質(zhì)量個(gè)階段。在裂解原料進(jìn)入爐管后，經(jīng)過(guò)約30%管長(cháng)分數的計算值與實(shí)測值基本吻合，證明本模型的準的前端部分加熱，溫度迅速升至裂解溫度(約確性。利用本模型可以對爐管內的流體流動(dòng)、傳熱1000 K),此部分以傳熱過(guò)程占主導，只有少許的過(guò)程和反應情況進(jìn)行預測。裂解產(chǎn)物生成，可以稱(chēng)之為傳熱段;在30% ~80%.1 裂解爐管軸向的參數變化規律的管長(cháng)部分，產(chǎn)物中烯烴(C2H、C.H。) 的質(zhì)量分利用上述模型及計算條件，同時(shí)得到了裂解爐數急劇增大，裂解反應中的一次反應占主導地位，管內流體的溫度、速度沿軸向的分布和主要產(chǎn)物的稱(chēng)之為一次反應段，裂解反應的進(jìn)行使爐管壁面和70石油學(xué)報(石油加工)第26卷流體的熱量達到平衡，流體溫度變化較為平緩(約型的正確性。50 K，見(jiàn)圖2(1)); 在爐管剩余的部分，隨著(zhù)烯烴4.2熱通量條件對裂解爐管軸向參數的影響質(zhì)量分數的增加，二次反應成為主導過(guò)程，稱(chēng)之為在石腦油的熱裂解過(guò)程中，裂解反應所需的熱二次反應段。由于大部分的二次反應是放熱反應，量由爐膛內的燃燒提供。燃燒熱經(jīng)過(guò)爐管壁面的傳二次反應段的流體溫度升高加速，同時(shí)，烯烴導來(lái)加熱原料，所以爐管壁面的熱通量大小和沿軸(C,H。、CHo)的增加減緩，這也是一次反應和二向的分布曲線(xiàn)形狀對裂解過(guò)程具有決定性影響。筆次反應相互平衡的結果。在管長(cháng)的中點(diǎn)附近，流速者研究了在熱通量分布曲線(xiàn)(見(jiàn)圖4)形狀不變的情有突降的趨勢，這是因為2根細管合流進(jìn)入粗管部況下，熱通量大小對裂解過(guò)程的影響。在3種熱通分時(shí)，流道的截面突然增大所致，而后隨著(zhù)裂解反量條件(即工業(yè)操作條件下的熱通量、在其基礎上分應的進(jìn)行，單位質(zhì)量流體的體積增加，流速也迅速別增加5%和減少5%的熱通量)下計算流體溫度的增大。爐管二次反應段C:H。的質(zhì)量分數達到最大軸向分布以及CqH.CH。和C2H。質(zhì)量分數的軸值后開(kāi)始下降，這是由于較長(cháng)碳鏈的烴類(lèi)逐漸減少,向分布，結果示于圖5~圖8。而C2H。繼續裂解生成C2H,所致。.14(211001)1050t 14010002 10蘭950Af2)120司100三900-88506(800800I 6020106C80100L/%1%圖4裂解爐管內壁面熱通量的軸向分布(L)圈2裂解爐管 內流體溫度(T)和速度(川)的軸向分布(L)Fig.4 The distribution(L) of heat fux on inside area alongFig.2 The distributions(L) of fuid temperature (T) andaxial of cracking furnace coilvelocity (川) along the axial of ceracking furnace coil(1) Indutral data; (2) 5% increase based on industrial data;(1) T vsL; (2) UvsL(3) 5% decrease based on industrial data1120(1)1080161040車(chē)豐(3)12r (2)10000960(3)920880 -4060L1%圈3裂解爐管內主要產(chǎn) 物質(zhì)量分數(w)的軸向分布(L)圖5不同熱通量 條件下裂解爐管內流體溫度(T)的Fig.3 The mass fraction( w) distribution(L) of main軸向分布(L)(計算值)products along the axial of cracking furnace coilFig5 The distributions(L) of fluid temperature (T) alog the(1) CcH; (2) CgHs: (3) C:He+ (4) C.Heaxial of anacking furnace c∞il at diferent heat flux (calculated value)(1) At industrial data of heat flux;圖3中主要裂解產(chǎn)物質(zhì)量分數沿軸向的分布與(2) At the heat flux of 5% increase based on industrial datas藍興英等口的結果，有相似的趨勢，這也驗證了模(3) At the heat flux of 5% decrease based on industrial data第1期爐管睫面熱通量對裂解反應影響的數值模擬71由圖5可以看出，當熱通量增加時(shí)，一次反應供需平衡，所以會(huì )出現圖5中溫度曲線(xiàn)的變化趨勢。段(尤其在管長(cháng)45%~60%的部分)的溫度變化較平在二次反應段(管長(cháng)80%~ 100%的部分)，當熱通緩，甚至有略微下降的趨勢(圖5(2));當熱通量減量增加時(shí)，使二次反應中的吸熱反應加快，增加了少時(shí)，一次反應段的溫度變化較陡峭(圖5(3))。在CrH,質(zhì)量分數。在出口處(即管長(cháng)100% 處)，二次反應段，溫度隨熱通量線(xiàn)性變化。C2H,質(zhì)量分數與熱通量的變化成正比。20廠(chǎng).0 [16 t2.5 t3)2.01)2)↓12 t81.0).5 t20405030106(80100L/%L1%圖6不同熱通條件下裂解爐管內C,H團8 i 不同熱通量條件下裂解爐管內CH,質(zhì)量分數(w(CH ))沿軸向分布(L)(計算值)質(zhì)量分數(w(C H ))沿軸向分布(L)(計算值)Fig6 The distribution(L) of C H mass fraction(w(CH))Fig.8 The distribution(L) of C H, mass fraction(w(CH4))along the axial of cracking furnace coll at differentalong the axial of cracking furnace coil at differentheat flux (calculated value)(1) At industrial data of heat fluxi(2) At the heat flux of 5% increase based on industrial data;(3) At the heat flux of 5% decrease bused on industrial data(3) At the heat flux of 5% decrease based on industrial data12r從圖7可以看出，在一次反應段，當熱通量增10 t加時(shí)，CH。與CH,的質(zhì)量分數沿爐管軸向的變化(2趨勢相同，這也是圖5中溫度曲線(xiàn)較平緩的原因之(1)一。在二次反應段，當熱通量增加時(shí)，C.Hs質(zhì)量6分數會(huì )出現最大值。這是因為增加的熱量使CHs繼續反應生成了CH，同時(shí)也提高了出口處CH質(zhì)2量分數(見(jiàn)圖6)。工業(yè)數據給出的熱通量條件正好使爐管出口處的C.H。 質(zhì)量分數接近其最大值，對提4(60高CH。質(zhì)量分數有利。CH和CH。質(zhì)量分數隨圈7不同熱通量條件下裂解爐管內CH熱通量的變化趨勢表明，可以通過(guò)增加(減少)熱通量的方式，得到所需要的CH。與C2H質(zhì)量分數Fig7 The distribution(L) of CH。mass fraction( w(CH))比，從而平衡工廠(chǎng)的物料供需。從圖8可以看出，在一次反應段，熱通量的改變heat fux (calculated value)(1) At industrial data of heat flux;對CH。質(zhì)量分數影響不大。在二次反應段，增加的(2) At the heat flux of 5% increase based on industril data;熱量使CH。裂解反應加快，進(jìn)-一步提高了CH質(zhì)量分數(見(jiàn)圖6)，從而使CqH。質(zhì)量分數隨熱通量的從圖6可以看出，在一次反應段，當熱通量增增加而降低。加時(shí)，CrH,質(zhì)量分數沿爐管軸向的變化較陡峭?？傮w來(lái)看，隨著(zhù)熱通量的線(xiàn)性增加，各個(gè)反應這是因為增加的熱量加快了裂解反應，裂解反應的參數都有線(xiàn)性變化的趨勢，這主要是由于計算模型加快也同時(shí)使吸熱增加，能量在這段管長(cháng)內達到了中沒(méi)有考慮結焦作用的影響所致。72石油學(xué)報(石油加工)第26卷5結論撒[J].石油學(xué)報(石油加工), 2003. 19(6); 64-69. (LANXingying. ZHANG Hongmei, GAO Jinsen, et al. Numerical(1)在綜合考慮幾何形狀、流動(dòng)、傳熱和化學(xué)simulation of transfer and reaction processes in ethylene反應的基礎上建立的單根爐管的數值模型與工業(yè)實(shí)pyrolyzer I Numerical simwlation of transfer and reaction測值吻合較好，可為整組爐管(包含8根爐管)的模processes inside tubular reactors[J]. Acta Petrolei Sinica擬計算提供參考。(Petroleum Processing Section), 2003, 19(6): 64-69. )(2)沿爐管長(cháng)度，根據主導過(guò)程的不同，可以[5] MASOUMIA M E, SADRAMELIA s M, TOWFIGHIA J,et al. Simulation, optimization and control of a thermal分為3個(gè)階段:傳熱段(0~30%爐管長(cháng)度)、- -次反cracking furnace[J]. Energy, 2006, (31); 516-527.應段(30%~80%爐管長(cháng)度)和二次反應段(80%~[6]張紅梅，徐春明，高金森.管式裂解爐制乙烯反應動(dòng)力100%爐管長(cháng)度)。學(xué)模型的研究進(jìn)展[C]//第九屆全國化學(xué)工藝學(xué)術(shù)年會(huì )(3)爐管出口處C2H,產(chǎn)率隨熱通量的增加而論文集，北京:中國石油大學(xué)，2005; 563-567. .提高，C.H。產(chǎn)率隨熱通量的增加而降低。這一結果[7]王宗樣.油田輕質(zhì)油熱裂觶制乙烯反應動(dòng)力學(xué)數學(xué)模型的初步探討[J].大慶石油學(xué)院學(xué)報,1978，(1); 3-14.為工業(yè)生產(chǎn)中平衡CH。與CH產(chǎn)率比提供了參考，(WANG Zongxiang. The primary research on the kinetics也為下一步裂解爐優(yōu)化的計算工作提供了參考。model of the naphtha thermal cracking for ethylene[J].符號說(shuō)明:Journal of Daqing Petroleum Institute, 1978, (1): 3-14.)的一速度在工方向分量，m/s;[8]王宗祥，羅光意，吳會(huì )清.油田輕質(zhì)油熱裂解制乙烯反速度在y方向分量，m/s;應動(dòng)力學(xué)數學(xué)模型1[J].大慶石油學(xué)院學(xué)報，1978, .(2): 3-25. (WANG Zongxiang, LUO Guangxi, WU4一速度在 z方向分量，m/s;Huiqing. The kinetics model of the naphtha thermal出，2●工直角坐標系中3個(gè)方向分量:cracking for ethylene I [J]. Journal of Daqingρ-流體密度，kg/m';Petroleum Institute, 1978，(2): 3-25. )φ通用因變量;[9]王宗樣，羅光熹，吳會(huì )清.油田輕質(zhì)油熱裂解制乙婼反r,一因變量 P的輸運系數;應動(dòng)力學(xué)數學(xué)模型[J].大慶石油學(xué)院學(xué)報，1980，s,- -因變量中的源項。(1): 8-25. (WANG Zongxiang, LUO Guangxi, WU參考文獻[1] RICE F 0，HERZFELD K F. The thermaldecomposition of organic compounds from the standpointPetroleum Institute, 1980, (1): 8-25. )of free radicals VI The mechanism of some chain[10] LAN Xingying， GAO Jinsen, xU Chunming, et al.reactions[J]. 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